建設工学専攻 修士論文審査 発表資料
平成 28 年 2 月 23 日

橋台背面盛土の耐震安定対策に関する解析的研究
建設工学専攻1．はじめに橋台背面の盛土は橋梁との相対変位を小さくするために沈下量の制限値が厳しく設定されている．背面盛土の沈下抑制工法は，

2 学年

LE HONG NGUYEN

安定性によって評価し、安全率が1となる条件から主働・受働土圧を合理的に求められることを示す．
(1) 解析モデル

一般的に背面盛土の全体的に補強材等を施工して沈下抑制を行う

まず，RPFEMと土圧理論が比較やすいために，図-2に示す単純が，橋台前面の道路の状況によっては施工が困難場合がある．こな擁壁（盛土傾斜角β＝０°，壁面摩擦角δ＝０°，壁面傾斜角α＝０°）のような場合には，背面盛土を全体的に地盤改良することとなり，という最も単純な条件で算定する．せん断強度はφ＝40.0度， c ＝多額の費用が必要となる．そこで，橋台前面から補強ができない

1.0 kPaとし，γ＝20.0 kN/m3を与えた．底面を固定条件，側面をロ場合において，図-1に示すように線路方向に柱列に補強した改良ーラー条件（1方向のみ拘束）とする． このような擁壁条件には、体を構築する工法が提案されている．これに対して，東日本旅客

ランキン土圧理論によると、主働土圧が58.25kN/m、受働土圧が鉄道は振動台試験を実施することにより，提案された改良体の仕1364.23kN/mという結果が得られた．

様を検証している．

(2) 解析方法

そこで本研究では，実験と同様に提案された改良体の補強効果

数値シミュレーションには、図－2に示すモデルを採用したが，を確認する目的に，剛塑性有限要素法（RPFEM）の開発を行って最初の条件は、RPFEMの安定解析によると安全率が1より小さいいる．平面歪条件で数値シミュレーションと土圧理論と比較を行（Fs=0.82）結果が得られた．そして、土を支えるために、仮想壁い、3次元で振動台試験の再現解析を行い、RPFEMの妥当性・適用面に作用する荷重という擁壁土圧を設定する．図-3に示すように、性を明らかにするものである．

擁壁土圧が大きくなるに連れて、橋台背面盛土が圧縮され、安全率も大きくになると考えられる．最初、安全率Fsが1となるときは、擁壁土圧は主働土圧と等しいだと考え、主働土圧が得られる．また、擁壁土圧をより大きく設定すると、土が押さえるようになり、そのとき擁壁土圧の値は受働土圧と等しいだと考えられる．極限定理によると、受働土圧が発生するときFsが１と等しいである．

図-2 擁壁の模式図

図-3 擁壁土圧－安全率の関係(3) 擁壁土圧の位置・方向
図-1 柱列状改良体により補強する工法の概要図

図－4に示すように擁壁土圧の位置を①，②，③と変更した場合

2. 平面歪条件で土圧計算における主働・受働土圧の変化を比較する．図－5に各載荷位置に主働土圧および受働土圧の算定には，クーロンの土圧理論とラおける擁壁土圧の変化による安全率の変化を示す．図－6にCase-1
ンキンの土圧理論が一般的に用いられている．地震時に擁壁には、におけるRPFEM解析とランキン理論による主働・受働土圧のすべ地震慣性力と地震時土圧が作用する．現行の設計指針では、地震り面を示す．Case1（ h＝H/3）に主働・受働土圧のすべり面が明ら時土圧算定のために物部・岡部式が用いられている．数値シミュかに見られ、ランキン理論のすべり面と一番近い結果が得られた．
レーションには、擁壁土圧を仮想壁面に作用する荷重として算出することができる．しかし、極限定理に基づいて算出した場合、受働土圧は荷重と土塊変位のなす仕事が正になるため、解析より求められるが、主動土圧は荷重の載荷方向と土塊の変位方向が逆のため仕事が負になり、極限定理では主動土圧を求めることができない．そこで、本研究は擁壁土圧の作用する条件で土構造物の建設工学専攻 修士論文審査 発表資料
平成 28 年 2 月 23 日
図-4 擁壁荷重位置

図-5 擁壁土圧－安全率の関系

Case3 は Case2 の線路方向に半分の長さの改良体を用いたケースである．
試験には3ケースで，加振条件はランダム波，スウィープ波，正弦波5Hz波を50・100gal~1000galまでの段階加振とした．最大となる加速度入力は試験体の破壊状態が明確となるまでとした．

図－6 Case1主働・受働土圧のすべり面

Case-1 に は 正 弦 波 が 5Hz709gal を ， Case-2 に は 正 弦 波 が擁壁土圧の方向による影響を比較するため，擁壁方向を①水平方5Hz1010galを，Case-3には正弦波が5Hz1010galを加振後に崩壊

向、②せん断抵抗角φ/2と等しい、③せん断抵抗角φと等しいと変状態になった．

更した場合における主働土圧の変化を比較する．表-1に各ケースにおけるRPFEM解析とランキン理論による主働土圧の値を示す．擁壁土圧の方向を変更による受働土圧がより大きくになるが、③せん断抵抗角φと等しい方向がランキンの主働土圧と近くになった．
表－1 各ケースにおける解析の主働土圧
ケース

載荷方向θ[度]主働土圧[kN/m]

CASE-1034

CASE-22035

CASE-34040

図－11 Case2の解析と試
図－10 試験のケース

験の変形図

表-3 ケースにおける震度係数 K(4) 地震時土圧算定

ケース

模型試験

RPFEM

震動係数Kが破壊形態に与える影響を検証し、物部・岡部式と比CASE-10.720.79

較を行う．数値シミュレーションには，図－7に示すモデルを採用

CASE-21.030.91

し，擁壁土圧の位置はh＝H/3の位置に、擁壁土圧方向はせん断抵

CASE-30.930.87

抗角φ=40.0度と等しい方向を想定する．地震外力の大きさによる

表－2 に，実験， RPFEM で得られた震動係数 K を示す．Case

影響を比較するため，震動係数Kが0.1～0.4で変更した地震外力を1 には RPFEM の値が試験値より大きかったが、Case 2,3 には与えることとする．図－8に、物部・岡部式、RPFEMで得られた地RPFEM の値が試験値より小さくなっている．全体的に RPFEM

震時水平土圧合力Pa－震動係数Kの関係を示す．震動係数Kが大きで得られた震動係数値が，実験で得られた震動係数値と近い値がくなるに連れて，土圧合力Paも増加する結果が得られた．Case 4は得られた．また，図－11（上）にケース２における変形図を示す．

多少大きくなったが，全体的にRPFEMで得られた土圧合力値が，図－11（下）に示した振動台試験のスケッチによる等価ひずみと物部岡部で得られた土圧合力値とほぼ近い値が得られた．の傾向を比較する．試験結果では橋台背面の近傍にすべり面は生じず、改良体の背面側にすべり面が発生していた．背面盛土の沈下については、橋台背面の近傍および改良体の背面側のすべり面が生じた範囲では沈下が確認された．それにたいして、RPFEM では改良体の背面側に変形が生じたが、すべり面が確認できなかった． RPFEM と振動台試験は合致しなかった原因としては、橋台

図－7 擁壁荷重位置と方向

図－8 地震時水平土圧と地盤の動的相互作用の影響、モデルのメッシュが粗いし、橋台合力 Pa－震動係数 K の関係と背面盛土の要素が一緒にした、などが考えられる．この原因に

3. 3次元で振動台試験の再現解析
東日本旅客鉄道株式会社で行った振動台試験の再現解析を行う．

関する究明は今後の課題とする．
(5) 結論

数値シミュレーションには，図－10に示すような改良体の有無，

本研究では、橋台背面盛土の耐震安定対策の補強効果を評価すおよび改良体の長さ変えた3 ケースとした．Case1は無補強のケーるために，剛塑性有限要素法（RPFEM）方法を提案した．RPFEMのス，Case2 は橋台の高さと等しい長さの改良体を用いたケース，妥当性をと適用性を明らかするために、平面歪み条件で土圧計算

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平成 28 年 2 月 23 日を対象とした数値シミュレーションを行い， 3次元条件で振動台試験の再現解析を行った．解析により得られた知見を以下に記す．
・平面歪み条件で地震時の土圧計算は、RPFEM で得られた土圧合力値が，物部・岡部式の値とほぼ近い結果が得られた．
・3 次元条件で振動台試験の再現解析には、RPFEM はまだ適用できず、プログラミングをより改善する必要がある．